馬氏體/貝氏體異種耐熱鋼接頭焊接應力數(shù)值模擬

張建強，張國棟，郭嘉琳，羅傳紅，章應霖

(1.哈爾濱工業(yè)大學 現(xiàn)代焊接生產(chǎn)技術國家重點實驗室，黑龍江 哈爾濱 150001；2.武漢大學 動力與機械學院，湖北 武漢 430072)

馬氏體/貝氏體異種耐熱鋼接頭焊接應力數(shù)值模擬

張建強1，2，張國棟2，郭嘉琳2，羅傳紅2，章應霖2

(1.哈爾濱工業(yè)大學 現(xiàn)代焊接生產(chǎn)技術國家重點實驗室，黑龍江 哈爾濱 150001；2.武漢大學 動力與機械學院，湖北 武漢 430072)

采用熱彈塑性有限元方法對馬氏體耐熱鋼9Cr1MoVNbN(T91)與低合金貝氏體耐熱鋼12Cr2MoWVTiB (G102)異種鋼接頭的溫度場、應力場進行了數(shù)值模擬；并比較了接頭在不同焊接線能量條件下的溫度場、應力場。模擬計算結果表明，由于異種鋼接頭熱物理性能的差異，其焊接溫度場和應力應變場均不對稱。由于T91的導熱系數(shù)小于G102，加熱過程中，G102側的升溫速度較快。而在冷卻過程中，T91側的溫度梯度較G102側小，而熱影響區(qū)更寬。焊后T91鋼一側的應力梯度小于G102，但高應力區(qū)域比G102一側寬。通過對模擬結果的比較分析，從降低焊接殘余應力的角度出發(fā)，采用小線能量可減少接頭中的拉伸殘余應力。

馬氏體耐熱鋼；貝氏體耐熱鋼；焊接溫度場；焊接應力；數(shù)值模擬

0 前言

異種金屬焊接接頭能夠充分利用各種材料的優(yōu)異性能，如強度、高溫力學性能、耐磨、耐腐蝕性、比強度等，已廣泛應用于機械、電力、化工、鍋爐、壓力容器、交通運輸、航空及航天等領域。T91為高強馬氏體耐熱鋼，其主要特點是降低了含碳量，同樣是多元復合強化，但各合金元素含量控制極嚴格，從而改善了鋼的塑韌性和焊接性，提高了鋼的高溫穩(wěn)定性，其600℃時的持久強度比F11和F12提高了近70%；10萬h條件下的持續(xù)強度達到100 MPa，韌性也較好，主要用于高壓、超高壓、亞臨界電站鍋爐過熱器、再熱器的高溫部位。G102鋼為貝氏體鋼，生產(chǎn)工藝較簡單，焊接性能良好，只要嚴格執(zhí)行熱處理工藝就能獲得滿意的綜合性能和熱強性能。G102主要用于溫度小于等于600℃的高壓鍋爐過熱器、再熱器的低溫段。因此必然形成大量的T91馬氏體鋼與G102貝氏體異種耐熱鋼焊接接頭。我國電站鍋爐中采用馬氏體(T91)／貝氏體(G102)異種鋼接頭的歷史較短，但此類接頭早期失效的事故時有發(fā)生，經(jīng)常迫使設備發(fā)生非計劃性停機，造成重大經(jīng)濟損失[1-4]。

焊接接頭的應力／應變狀態(tài)是影響接頭使用性能的主要原因之一。為了減少異種鋼焊接接頭的早期失效事故，應了解在實際運行條件下接頭的應力／應變狀態(tài)，但由于焊接過程的特殊性(不均勻、移動和高溫差)和焊接結構的復雜性，導致焊接應力的求解十分困難。通過焊接工藝試驗結合測試，探討工藝因素及變化對接頭應力乃至使用壽命的影響，費時費力。而數(shù)值分析方法和計算機技術的快速發(fā)展為焊接應力的研究提供了新的研究途徑[5-6]。

基于以上原因，本研究采用熱彈塑性有限元技術對T91／G102異種鋼接頭的應力進行有限元數(shù)值模擬，為合理制訂焊接工藝、減小和控制焊接應力，防止該類異種鋼焊接接頭的早期失效提供了依據(jù)。

1 有限元模型

1.1 試驗材料

母材為馬氏體耐熱鋼T91和貝氏體G102鋼，焊絲TGS-9cb。母材和焊絲的化學成分如表1所示。

表1 母材和焊絲的化學成分%

1.2 焊接工藝

試樣由尺寸300 mm×100 mm×5 mm的T91鋼和G102鋼薄板對接而成，試樣的形狀、坐標系如圖1所示，下半部分(y軸負半軸)為T91馬氏體耐熱鋼，上半部分為G102貝氏體耐熱鋼。為了比較線能量的影響，采用大、正常、小三種不同規(guī)范參數(shù)，三種線能量的參數(shù)如表2所示。

圖1 試樣形狀及采用的坐標系

表2 焊接工藝參數(shù)

1.3 網(wǎng)格劃分方案

焊縫中心為其幾何對稱面，焊縫及其附近溫度和應力梯度高，焊縫及附近網(wǎng)格較密，最小網(wǎng)格為2 mm×2 mm×2.5 mm，然后逐步加粗，遠離焊縫的試件邊緣的網(wǎng)格尺寸最大，為8 mm×8 mm×2.5 mm，模型節(jié)點數(shù)10 947，單元數(shù)7 144，網(wǎng)格劃分方案如圖2所示。

圖2 網(wǎng)格劃分方案

1.4 邊界條件

1.4.1 力學邊界條件

為了保證模型與實際情況接近和數(shù)值模擬能正常進行，對模型施加適當邊界條件。在焊縫左端中心線附近選取3點，固定x、y、z軸方向位移；選取右端表面角點和相鄰的兩點，固定x、z軸方向位移；焊縫中心截面y向位移為零。

1.4.2 熱邊界條件

散熱是焊接過程數(shù)值模擬中的重要邊界條件，焊接前預熱至250℃，周圍環(huán)境(空氣)溫度保持20℃。焊縫中心截面為絕熱邊界，焊件表面與空氣的熱傳導為對流熱交換，是溫度的函數(shù)，通過用戶子程序實現(xiàn)。

1.5 熱源模型

熱源采用高斯表面熱流方式施加，加熱斑點上的熱流密度分布近似用高斯函數(shù)表示。距熱源斑點為r的點的熱流密度q(r)為

熱源中心的最大熱流密度qm為

式中 Q為熱源的有效熱功率，Q＝ηIU[η為電弧功率有效利用系數(shù)或焊接熱效率，與焊接方法、焊接規(guī)范、焊接材料有關，η＝0.7；I為焊接電流(連續(xù)TIG焊)，對于脈沖TIG焊，取平均焊接電流；U為電弧電壓；R為焊接電弧的有效加熱半徑。

1.6 材料熱物理參數(shù)

計算中使用的熱物理性能參數(shù)取自參考文獻，高于700℃的數(shù)據(jù)用外推法獲得。不同溫度情況下T91的比熱容、熱膨脹系數(shù)、導熱系數(shù)分別如圖3所示，屈服強度和楊氏模量如圖4所示。

圖3 T91鋼比熱容、熱膨脹系數(shù)、導熱系數(shù)與溫度的關系

圖4 T91鋼楊氏模量、屈服強度與溫度的關系

G102鋼的楊氏模量、熱膨脹系數(shù)、屈服極限度隨溫度的變化曲線如圖5所示，導熱系數(shù)和比熱容隨溫度的變化曲線如圖6所示。

T91的泊松比取0.3，密度7 770 kg／m3；G102的泊松比取0.31，密度7 800 kg／m3。

圖5 G102楊氏模量、熱膨脹系數(shù)、屈服強度與溫度的關系

圖6 G102導熱系數(shù)和比熱容與溫度的關系

2 模擬結果和分析

2.1 溫度場模擬結果

提取x＝200 mm，z＝5 mm線上焊縫中心及距焊縫中心不同距離的點在焊接過程中的熱循環(huán)。三種線能量下各節(jié)點熱循環(huán)曲線如圖7～圖9所示。由圖可知，熱源未到達該點時，該點溫度幾乎始終為室溫，當熱源到達x＝200 mm處時，其溫度由接近室溫的狀態(tài)迅速上升到較高溫度。離焊縫中心越近，上升速度越快，上升幅度也越大。在t＝50 s時刻，焊縫中心點達到了最高溫度。隨著熱傳導的進行，截面上其他各點也先后迅速達到最高溫度。距離焊縫中心越近的點，最高溫度越高；距離越遠則溫度越低。而且越靠近焊縫中心，溫度梯度越大。距離焊縫中心4 mm的節(jié)點，最高溫度下降了3／4；距離焊縫中心10 mm的節(jié)點，最高溫度下降到1／18。隨著熱源向前移動，焊縫中心溫度很快下降。由于余熱的存在，此時溫度下降曲線較之溫度上升曲線要緩慢。t＝76 s時，截面上各點的溫度回到100℃以下，且各點都趨于相同。隨著線能量的減小，各點所能達到的最高溫度也是隨之降低。如當Ip＝100 A時，焊縫中心最高溫度達到1 991℃；采用正常焊接規(guī)范時，焊縫中心最高溫度為2 293℃；而采用大規(guī)范焊接時，焊縫中心最高溫度為2328℃。在相同的時間點，距離焊縫中心相同距離的點的溫度不同，T91(y軸負半軸)的溫度略高于G102(y軸正半軸)。這是因為T91的導熱系數(shù)和比熱容較G102小，散熱導致的熱量損失慢。這一特點在距離焊縫中心較遠的區(qū)域尤為顯著，Ip＝100 A時遠離焊縫中心溫度曲線如圖10所示。

圖7 U＝10 V，I＝100 A，R＝3.0 mm時溫度隨時間的變化

圖8 U＝10 V，I＝120 A，R＝3.5 mm時溫度隨時間的變化

圖9 U＝10 V，I＝140 A，R＝4 mm時溫度隨時間的變化

圖10 x＝200 mm，z＝5 mm截面距焊縫中心較遠節(jié)點的溫度分布

以焊縫中心為對稱中心，不同線能量下同一截面各點的溫度不對稱。取Ip＝100 A下x＝200 mm位置截面在不同時刻的溫度場分布，如圖11所示。由圖11可知，在熱源到達x＝200 mm處時，T91(y軸負方向)一側的溫度梯度比G102一側(y軸正方向)的溫度梯度小。因為升溫過程中，T91的導熱系數(shù)小于G102，熱源到達該點時，G102側的升溫快。熱源遠離x＝200mm截面較長時間的冷卻階段，T91的高溫區(qū)域要比G102寬，且冷卻速度較慢，而邊界處的溫度依然很低。這是因為T91更小的導熱系數(shù)和比熱容共同作用的結果。

2.2 焊接應力模擬結果

2.2.1 U＝10 V，Ip＝120 A(正常焊接條件下)時的模擬結果

現(xiàn)選取同一截面x＝200 mm，z＝5 mm處在不同節(jié)點的應力隨時間變化的曲線，如圖12、圖13所示。由圖可知，距離焊縫中心越近，應力梯度越大。且y軸負半軸區(qū)域(T91鋼)的x方向和y方向壓應力都小于y軸正半軸(G102鋼)，而其拉應力則更大。這種不對稱的應力分布是異種鋼焊接過程中的一個重要特點，主要是不對稱溫度場分布所造成。在焊縫中心區(qū)域(y＝0 mm)，除熱源到達該截面前極短時間內(nèi)壓應力達到很高數(shù)值外，熱源離開后主要表現(xiàn)為拉應力。而在距離焊縫中心較遠的區(qū)域(y＝16 mm)最后仍然殘留著很小的壓應力。

焊縫中心縱向截面(y＝0 mm)、t＝50 s時的焊接應力分布如圖14、圖15所示。由圖14可見，熔池附近存在著很大的應力梯度，與熔池附近的溫度場梯度相對應，而在距離熔池較遠的前方應力接近零。圖15為t＝50s時焊縫中心線上的橫向應力分布，同樣，熔池附近也存在著很大的應力梯度，熔池附近區(qū)域受壓，壓應力區(qū)域外為拉應力。

圖11 U＝10 V，Ip＝100 A時x＝200 mm，z＝5 mm處不同時刻溫度分布

2.2.2 不同線能量下的焊接應力比較

熱輸入不同導致焊接溫度場不同，進而應力場也存在著差別。殘余應力也和焊接線能量有關系。圖16和圖17分別是在不同線能量下t＝50 s時焊縫中心x和y方向的應力分布。

t＝50 s時，熱源中心位于x＝200 mm截面。隨著熱源的離開，熱源后方的焊縫金屬從先前的熱膨脹狀態(tài)轉為冷卻收縮。熱源前方由于金屬的熱膨脹對其產(chǎn)生x方向的較大擠壓作用，形成一個梯度極大的壓應力區(qū)域。焊接線能量不同，熱源中心部位的溫度不同，產(chǎn)生的熱膨脹速率和熔化區(qū)域也不同，因而導致應力梯度存在差別。

圖14 t＝50 s時的縱向應力分布

圖15 t＝50 s時的橫向應力分布

與圖16相似，不同線能量下的y向應力水平差距并不大。從圖17可以看出，線能量依次增大，三種線能量下x和y方向的應力都是從小變大。可以得出在合理的焊接功率下，線能量越小，其應力水平也就越低。

圖16 t＝50 s時焊縫中心的縱向應力分布

選取x＝200 mm，z＝5 mm的上表面處的線，三種線能量下x和y方向殘余應力分布如圖18、圖19所示。由圖可知，縱向和橫向殘余應力關于焊縫都是不對稱的。焊縫中心為高的拉應力，而熱影響區(qū)主要為壓應力。焊縫中心縱向殘余應力(x方向)的峰值要比橫向殘余應力(y方向)峰值高得多。而熱影響區(qū)的殘余壓應力則主要以y方向應力為主。T91側殘余應力梯度小于G102側，但高殘余壓應力區(qū)域寬。比較不同線能量條件下殘余應力發(fā)現(xiàn)，其x和y向殘余應力都隨焊接線能量的增加而增大，說明了小的焊接能量有利于降低焊接殘余應力。

圖17 t＝50 s時焊縫中心的橫向應力分布

圖18 x＝200 mm截面表面縱向殘余應力

4 結論

(1)T91和G102的熱物理參數(shù)不同導致焊接接頭中溫度場和應力場均不對稱。T91的導熱系數(shù)小于G102，加熱過程中，G102側的升溫速度較快。而在冷卻過程中，T91側的溫度梯度較G102小，而熱影響區(qū)更寬，T91側的應力梯度小于G102。

(2)焊接線能量不同，焊接溫度場和應力場分布規(guī)律類似。焊縫中心附近區(qū)域的縱向應力要比橫向應力大得多。焊接線能量增大，焊接溫度場和應力場的峰值增大，梯度也有所增加，小線能量所產(chǎn)生的殘余應力峰值小，高應力區(qū)寬度小。對于T91／G102異種鋼接頭，宜采用較小的焊接線能量。

圖19 x＝200 mm截面上表面橫向殘余應力

[1]楊 富，章應霖，任永寧，等.新型耐熱鋼焊接[M].北京：中國電力工業(yè)出版社，2006.

[2]寧保群，劉永長，殷紅旗，等.超高臨界發(fā)電廠鍋爐管用鐵素體耐熱鋼的發(fā)展現(xiàn)狀與研究前景[J].材料導報，2006，20(12)：83-86.

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Simulation of welding stress of dissimilar welded joint between martensitic and bainitic heat-resistant steel

ZHANG Jian-qiang1，2，ZHANG Guo-dong2，GUO Jia-lin2，LUO Chuan-hong2，ZHANG Ying-lin2
(1.State Key Lab of Advanced Welding Production Technology，Harbin Institute of Technology，Harbin 150001，China；2.School of Power and Mechanical Engineering，Wuhan University，Wuhan 430072，China)

The welding temperature and stress field have been simulated dynamically with thermal elasto-plastical finite element analysis method for dissimilar welded joints between martensitic(9Cr1MoVNbN)and bainitic heat-resistant steel(12Cr2MoWVTiB)，and compared with different welding inputs.The results of numerical simulation shows that the welding temperature and stress field are asymmetrical in the direction of perpendicular to heat resource moving，due to the differences of thermal physical properties of dissimilar metal welding joint.The stress gradient in the side of T91 steel is less than that of G102 steel.However，the region of high stress in the side of T91 steel is larger than that of G102.Through the comparison of the results of numerical simulation，the tensile welding residual stress can be reduced with low welding heat input.

martensitic heat-resistant steel；bainitic heat-resistant steel；welding temperature field；welding stress；numerical simulation

TG407

A

1001-2303(2010)02-00121-07

2009-08-18；

2010-01-28

現(xiàn)代焊接生產(chǎn)技術國家重點實驗室開放課題研究基金資助項目；湖北省自然基金資助項目(2007ABA040)

張建強(1964—)，男，湖南長沙人，副教授，博士，主要從事焊接數(shù)值模擬和異種耐熱鋼焊接的研究工作。